大斷面隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)環(huán)向靜力分析

大斷面隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)環(huán)向靜力分析

結(jié)構(gòu)主要由支撐和連接螺釘?shù)腻e(cuò)縫或通縫制成的空間結(jié)構(gòu)。管道本身的力學(xué)狀態(tài)和內(nèi)部空間分布非常復(fù)雜。此外，很難確定接頭的傳音能力。結(jié)構(gòu)隧道的主結(jié)構(gòu)和內(nèi)部空間性的分布具有很強(qiáng)的空間性。目前,盾構(gòu)隧道單層裝配式管片襯砌結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型常采用的均質(zhì)圓環(huán)模型、全鉸彈簧模型與梁-彈簧模型等,均無法確定管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力的空間分布形態(tài)。然而,由于高速鐵路水下盾構(gòu)隧道的受荷機(jī)制與普通軟土盾構(gòu)隧道或城市地鐵盾構(gòu)隧道差異很大,盾構(gòu)管片襯砌也趨向于厚型化、寬幅化,加之其拼裝方式增多,其力學(xué)特征十分復(fù)雜,傳統(tǒng)的計(jì)算模型難以反映管片幅寬增加、厚度增大導(dǎo)致結(jié)構(gòu)內(nèi)力的變化,必須采用其他手段對其加以探究。原型試驗(yàn)是研究管片結(jié)構(gòu)力學(xué)特征的有效方法,而由于耗資巨大,國內(nèi)外開展不多。2000年及2004年,上海和廣州地鐵曾進(jìn)行了1∶1水平整環(huán)試驗(yàn);2003年,日本曾進(jìn)行雙圓斷面盾構(gòu)襯砌原型試驗(yàn);2005年,上海崇明隧道進(jìn)行了原型管片加載試驗(yàn)。上述試驗(yàn)均將水壓與土壓一起考慮,然而對于水下隧道,水壓力與土壓力對結(jié)構(gòu)的作用機(jī)制不同,必須將其分離控制加載。本文以在建的獅子洋隧道為背景,采用自行開發(fā)的“多功能盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)體試驗(yàn)系統(tǒng)”裝置,將水壓力與土壓力分離加載,對大斷面寬幅管片的三維內(nèi)力分布進(jìn)行原型試驗(yàn)實(shí)測,并輔以數(shù)值模擬分析,以探明其規(guī)律。1襯砌結(jié)構(gòu)獅子洋隧道是我國第一條鐵路水下隧道,也是我國第一條采用盾構(gòu)法施工的水下長隧,該隧道工程范圍全長10.8km,盾構(gòu)段長9.34km,工程平面圖見圖1。隧道采用單層裝配式鋼筋混凝土管片襯砌,并且在入口段施設(shè)一層厚300mm的素混凝土作為滿足高速鐵路隧道功能要求的襯砌。隧道外直徑10800mm,內(nèi)直徑9800mm,管片厚度500mm,管片采用通用環(huán)拼裝,平均幅寬2000mm,襯砌環(huán)分成8塊,縱縫布置24顆環(huán)向螺栓,縱向螺栓22顆,封頂塊圓心角16°21′49.09″,鄰接塊和標(biāo)準(zhǔn)塊中心線圓心角為49°5′27.27″,襯砌結(jié)構(gòu)布置見圖2。獅子洋隧道為高速鐵路隧道,盾構(gòu)段穿越地層為淤泥質(zhì)土、粉質(zhì)黏土、粉細(xì)砂、中粗砂,全風(fēng)化、弱風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖、粉砂巖、細(xì)砂巖、砂礫巖,穿越弱風(fēng)化基巖、半巖半土、第四系覆蓋物地層的長度分別占掘進(jìn)長度的73.3%、13.3%、13.4%?；鶐r的最大單抗壓強(qiáng)度為82.8MPa,基巖層的滲透系數(shù)達(dá)6.4×10-4m/s。隧道承受最大水壓力達(dá)0.67MPa,為目前國內(nèi)水壓力最大的盾構(gòu)隧道。2試驗(yàn)設(shè)備和測量系統(tǒng)測試2.1管片環(huán)菌模型根據(jù)獅子洋隧道結(jié)構(gòu)特征和荷載條件,采用“多功能盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)體試驗(yàn)系統(tǒng)”裝置,對隧道結(jié)構(gòu)在通縫及錯(cuò)縫拼裝條件下分別進(jìn)行加載試驗(yàn),見圖3、圖4。對拉梁為管片環(huán)原型試驗(yàn)提供徑向?qū)σ詫Y(jié)構(gòu)導(dǎo)入彎矩內(nèi)力,環(huán)箍梁提供環(huán)向環(huán)箍力以導(dǎo)入軸力模擬水壓。每根對拉梁上設(shè)4個(gè)孔,鋼絞線從孔內(nèi)穿越,一端錨固于對拉梁,另一端錨固于另一對拉梁上的千斤頂以實(shí)現(xiàn)張拉。環(huán)箍梁也同樣設(shè)有孔位,鋼絞線繞管片環(huán)一圈后張拉端與固定端設(shè)在同一根環(huán)箍梁上,見圖5。2.2測量系統(tǒng)的測量試驗(yàn)測試的內(nèi)容包括:管片襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力、變形,并于關(guān)鍵區(qū)域預(yù)埋混凝土應(yīng)變計(jì)、鋼筋計(jì),以保證測試的準(zhǔn)確性。(1)目標(biāo)管片應(yīng)力分布特征采用膠基電阻應(yīng)變片以16°21′49.09″為單位在管片環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)、外側(cè)對稱布設(shè),測試內(nèi)外側(cè)應(yīng)變值,以此計(jì)算出管片環(huán)結(jié)構(gòu)截面內(nèi)力。對錯(cuò)縫拼裝時(shí)目標(biāo)環(huán)管片沿幅寬方向布置了多排應(yīng)變片,以測試管片內(nèi)力沿幅寬方向的分布特征,并于手孔附近關(guān)鍵區(qū)域布置應(yīng)變花,考察目標(biāo)管片應(yīng)力分布,見圖6。為了比較中間目標(biāo)環(huán)管片的內(nèi)力與半環(huán)管片內(nèi)力的相互作用關(guān)系,在半環(huán)管片邊緣處與中間環(huán)管片對應(yīng)位置布置了應(yīng)變片,見圖7。另外,在B3管片厚度方向布置應(yīng)變片,見圖8,以測試厚度方向上環(huán)向應(yīng)力的變化。(2)徑向測點(diǎn)設(shè)置管片環(huán)位移主要考察中間目標(biāo)環(huán),沿圓周分布12個(gè)徑向測點(diǎn),每30°設(shè)置一處,對于組合環(huán)管片(錯(cuò)縫拼裝),由于上下半環(huán)與中間環(huán)位移有差異,遂于上下半環(huán)各設(shè)置12個(gè)徑向測點(diǎn),亦按30°均布。位移量測采用0.01mm精度的差動(dòng)式位移傳感器,見圖9。2.3加載模式試驗(yàn)針對最不利情況進(jìn)行加載研究,分別選取位于拱頂和拱腰正、負(fù)彎矩區(qū)域的一塊管片進(jìn)行測試,具體加載布置及目標(biāo)管片位置見圖10。3試驗(yàn)結(jié)果的分析3.1管片彎矩分布對于通縫拼裝管片結(jié)構(gòu),理論上無環(huán)間的相互作用,結(jié)構(gòu)環(huán)向內(nèi)力沿幅寬并無差異。從試驗(yàn)的結(jié)果看,通縫拼裝下管片結(jié)構(gòu)環(huán)向內(nèi)力沿幅寬方向的變化很小。試驗(yàn)選取了30m水壓,30m土壓條件下目標(biāo)管片環(huán)中部的環(huán)向彎矩、環(huán)向軸力與管片環(huán)邊緣的環(huán)向彎矩、環(huán)向軸力進(jìn)行比較,見圖11、圖12。可見,通縫拼裝管片結(jié)構(gòu)邊緣的內(nèi)力分布趨勢與中部的內(nèi)力分布基本相同,這是由于通縫管片結(jié)構(gòu)未受環(huán)間相互作用影響,僅在局部有微小偏離。錯(cuò)縫拼裝時(shí),在外部水、土壓力作用之下,由于環(huán)間剪力傳遞及縱向螺栓處的預(yù)緊作用,中間目標(biāo)環(huán)管片與上下兩半環(huán)間相互作用。當(dāng)水壓為30m,土壓30m條件下,上下環(huán)管片峰值出現(xiàn)位置不同,見圖13。目標(biāo)環(huán)中部正彎矩最大值出現(xiàn)在拱底B3塊,為266kN·m;而上下半環(huán)管片正彎矩最大值出現(xiàn)在拱頂B3塊,為235.56kN·m?？梢?由于封頂塊處縱縫的存在,使該區(qū)域剛度削弱較明顯,從而不易出現(xiàn)較大的彎矩,而相對180°的B3塊,則承受較大的彎矩。從彎矩值的分布來看,目標(biāo)環(huán)管片中央測值與上下半環(huán)管片測值不同,目標(biāo)環(huán)管片邊緣由于相互作用的影響,其彎矩的分布不同于目標(biāo)環(huán)中部。由圖13(c)可見,目標(biāo)環(huán)邊緣彎矩的分布總體上與中部相似,而拱頂、拱底及兩側(cè)拱腰彎矩對應(yīng)半環(huán)接縫處彎矩量值均有所增加。根據(jù)圖14進(jìn)一步分析彎矩的分布情況,在拱頂(90°)及拱底(180°)附近,中間環(huán)邊緣彎矩出現(xiàn)了明顯的加強(qiáng)效應(yīng)。當(dāng)水壓增至60m時(shí),中間環(huán)邊緣彎矩趨向于中部彎矩值,這種加強(qiáng)效應(yīng)越來越不明顯,見圖15。這是由于水壓增大使得錯(cuò)縫結(jié)構(gòu)整體性增強(qiáng),從而使幅寬引起的內(nèi)力不均勻性降低。從軸力的分布情況看來,幅寬引起的差異并不明顯,見圖16。中間環(huán)邊緣軸力普遍小于管片中部,隨著水壓的增大,中間環(huán)邊緣軸力增加,并趨向于中部軸力值,見圖17。從兩圖中均可見,半環(huán)管片軸力的最小值出現(xiàn)區(qū)域恰好與中間環(huán)相反。由于縱向傳力效應(yīng)的影響,錯(cuò)縫拼裝時(shí)寬幅管片幅寬中心與邊緣的內(nèi)力分布存在差異,尤其是彎矩差異較大,采用厚殼彈簧模型進(jìn)行數(shù)值模擬,并將其結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比,具體見表1。通過對比可知,厚殼彈簧模型的結(jié)果也體現(xiàn)出相同的分布趨勢,即管片邊緣的最大正、負(fù)彎矩略大于管片中部值,而前、后半環(huán)管片的最大正、負(fù)彎矩值小于管片中部值,而其量值大于試驗(yàn)測試結(jié)果。從圖18、圖19的內(nèi)力分布情況來看,中間環(huán)邊緣的彎矩、軸力與前、后半環(huán)接縫對應(yīng)位置有所增大,可知錯(cuò)縫管片接縫處剛度削弱將引起鄰近環(huán)同位置處內(nèi)力的增長。3.2目標(biāo)管表面的應(yīng)力分布規(guī)律(1)管片手孔結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中分析選取30m水壓,30m土壓工況,對負(fù)彎曲目標(biāo)管片B1局部區(qū)域表面應(yīng)力測試結(jié)果進(jìn)行分析,得到第一、三主應(yīng)力及最大剪應(yīng)力分布情況如圖20、圖22、圖24所示。從圖20中表面第一主應(yīng)力分布來看,管片手孔附近應(yīng)力集中情況較明顯,特別是手孔密集區(qū)域,產(chǎn)生表面最大拉應(yīng)力2.35MPa。從圖21中數(shù)值計(jì)算結(jié)果看來,其分布與試驗(yàn)測得規(guī)律相似。由于模型精度引起應(yīng)力集中效應(yīng)更為明顯,而實(shí)際管片手孔消除了尖角,一定程度上削弱了應(yīng)力集中的影響,所以試驗(yàn)實(shí)測值小于數(shù)值計(jì)算結(jié)果。從圖22中表面第三主應(yīng)力分布來看,管片壓應(yīng)力沿管片環(huán)向總體上呈帶狀分布。手孔的存在對其分布有一定程度的影響,產(chǎn)生較大表面拉應(yīng)力處相應(yīng)的壓應(yīng)力較小。從圖23中數(shù)值計(jì)算結(jié)果看來,其分布與試驗(yàn)測得規(guī)律基本相似。從圖24中表面最大剪應(yīng)力分布來看,其量值均出現(xiàn)在手孔拐角并延45°方向發(fā)展,手孔密集區(qū)易出現(xiàn)表面最大剪應(yīng)力。從圖25中數(shù)值計(jì)算得到的最大剪應(yīng)力分布規(guī)律更為明顯。(2)油壓鋼電極的應(yīng)力試驗(yàn)及結(jié)果分析根據(jù)根據(jù)將內(nèi)對正彎區(qū)目標(biāo)管片B3局部區(qū)域表面應(yīng)力測試結(jié)果進(jìn)行分析,得到各表面應(yīng)力分布情況見圖26～圖28。從所得應(yīng)力分布圖看來,正彎區(qū)管片B3與負(fù)彎區(qū)管片B1表面應(yīng)力分布規(guī)律基本相似。手孔密集區(qū)由于應(yīng)力集中產(chǎn)生最大拉應(yīng)力,隨著荷載增加,該處受力狀態(tài)十分不利。手孔附近剪應(yīng)力集中部位從手孔拐角開始,沿著45°角斜向四周延伸。從數(shù)值模擬的結(jié)果(圖29～圖31)看,B3管片表面應(yīng)力的整體分布規(guī)律與試驗(yàn)一致,由于模型精度的影響,應(yīng)力量值略大于實(shí)測值。將60m與30m水壓條件下目標(biāo)管片表面應(yīng)力量值列于表2。從表面應(yīng)力的量值上看,由于正彎區(qū)內(nèi)側(cè)受拉,一定程度上加強(qiáng)了表面拉應(yīng)力,從而使B3塊表面拉應(yīng)力量值普遍大于負(fù)彎區(qū)的B1塊,而其表面壓應(yīng)力普遍小于B1塊。從剪應(yīng)力的大小來看,B3塊略大于B1塊?？梢?正彎區(qū)管片由于內(nèi)側(cè)受拉,使表面拉應(yīng)力加劇,壓應(yīng)力削弱,從而使其混凝土受力較負(fù)彎區(qū)更為不利。水壓增高,管片壓應(yīng)力顯著增長,同時(shí)手孔區(qū)域拉應(yīng)力也有所增長,尤其是B3塊的手孔密集區(qū)域,受力狀態(tài)很不利。(3)表面環(huán)向應(yīng)力試驗(yàn)選取B3塊目標(biāo)管片上、下表面上的3個(gè)截面,觀測表面環(huán)向應(yīng)力沿厚度方向的分布情況,見圖32。從厚度方向上來看,管片環(huán)向應(yīng)力分布呈顯著的非線性變化,拉、壓應(yīng)力峰值均未出現(xiàn)于管片厚度邊沿,拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)于靠近內(nèi)弧面一側(cè),而壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)于外弧面附近,見圖33。上、下表面各個(gè)截面環(huán)向應(yīng)力分布差異較大,但變化規(guī)律基本相同。由于臥式加載對下表面的約束強(qiáng)于上表面,使上表面應(yīng)力的量值普遍大于下表面測值。當(dāng)水壓增至60m時(shí),厚度方向表面環(huán)向應(yīng)力顯著增加,非線性變化加劇,見圖34。然而,與30m水壓條件下測值相比,上、下表面環(huán)向應(yīng)力的差異明顯減小。將60m與30m水壓條件下B3塊管片厚度方向表面應(yīng)力的量值列于表3。從表3可見,30m水壓條件下,截面A上、下表面拉、壓應(yīng)力差異較大,達(dá)73%和74.8%。當(dāng)水壓增至60m時(shí),截面A上、下表面拉、壓應(yīng)力差異減小至44.8%和64.7%,可見高水壓使環(huán)向應(yīng)力沿幅寬方向的分布更為均勻。4高水壓情況下管片與正彎區(qū)管片的界面應(yīng)力分布規(guī)律(1)整環(huán)管片結(jié)構(gòu)環(huán)向內(nèi)力沿幅寬方向的分布規(guī)律如下:通縫拼裝管片結(jié)構(gòu)邊緣的內(nèi)力分布趨勢與管片中部的內(nèi)力分布基本相同,管片結(jié)構(gòu)環(huán)向內(nèi)力沿幅寬方向的變化很小。錯(cuò)縫拼裝管片結(jié)構(gòu)在不同荷載條件下,內(nèi)力沿幅寬的分布有所差異。在水壓不高的情況下,目標(biāo)環(huán)邊緣彎矩在拱頂、拱底及兩側(cè)拱腰彎矩對應(yīng)半環(huán)接縫處彎矩量值與管片中央差值較明顯。而在高水壓條件下,水壓增大使得錯(cuò)縫結(jié)構(gòu)整體性增強(qiáng),從而使幅寬引起的內(nèi)力不均勻性降低。殼彈簧模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測的分布趨勢相近,但量值普遍大于試驗(yàn)測試值。(2)目標(biāo)管片表面應(yīng)力的分布